武 穎 李 迎 張玉芝

(1 太原理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，太原 030024)

(2 首都航天機(jī)械有限公司，北京 100076)

0 引言

靜止軸肩攪拌摩擦焊(SSFSW)是一種新型的攪拌摩擦焊技術(shù)，與常規(guī)攪拌摩擦焊(C－FSW)相比，其焊接過(guò)程發(fā)生了明顯的變化［1－5］，見(jiàn)圖1。靜止軸肩攪拌摩擦焊過(guò)程中僅通過(guò)攪拌針高速旋轉(zhuǎn)實(shí)現(xiàn)材料連接，焊接過(guò)程產(chǎn)熱少、焊接變形小、接頭性能損失小;另外，由于靜止軸肩不壓入焊縫，故不存在焊縫減薄的現(xiàn)象。在常規(guī)攪拌摩擦焊中，在“攪拌頭、母材、背部墊板”間形成動(dòng)態(tài)封閉擠壓模，封閉擠壓模的體積大，產(chǎn)熱量大;而對(duì)于靜止軸肩攪拌摩擦焊，封閉擠壓模體積更小，其最大直徑處與攪拌針的光滑圓柱段相當(dāng)或略大，再者，在較大直徑靜止軸肩的頂鍛、擠壓等作用下，可以更加有效地將塑性金屬拘束在封閉擠壓模內(nèi)，幾乎不產(chǎn)生由于封閉擠壓模內(nèi)塑性金屬外溢造成的飛邊，因此靜止軸肩攪拌摩擦焊的封閉擠壓模更加穩(wěn)定。從封閉擠壓模的穩(wěn)定性這個(gè)角度來(lái)看，靜止軸肩攪拌摩擦焊焊接工藝對(duì)于保證焊縫內(nèi)部質(zhì)量、防止出現(xiàn)孔洞、溝槽等焊接缺陷是非常有利的。

基于上述靜止軸肩攪拌摩擦焊的優(yōu)點(diǎn)，采用自主研制的靜止軸肩攪拌摩擦焊工具(圖2)進(jìn)行5 mm厚2219C10S高強(qiáng)鋁合金的焊接工藝研究。分析焊接速度、攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度對(duì)靜止軸肩攪拌摩擦焊焊縫成形、力學(xué)性能等的影響規(guī)律，并獲得優(yōu)化的焊接工藝參數(shù)。

1 試驗(yàn)

1.1 材料及試驗(yàn)過(guò)程

采用2219C10S高強(qiáng)鋁合金板材作為試驗(yàn)材料，焊接母材規(guī)格為5 mm×300 mm×100 mm，在FSW－5M型攪拌摩擦焊試驗(yàn)設(shè)備上采用自主研制的靜止軸肩攪拌摩擦焊工具進(jìn)行對(duì)接焊接試驗(yàn)，其結(jié)構(gòu)主要尺寸為:靜止軸肩外徑為Φ20 mm，內(nèi)徑為Φ9.3 mm;內(nèi)部旋轉(zhuǎn)攪拌頭的小軸肩直徑Φ9 mm，根部直徑Φ7 mm;攪拌針有效長(zhǎng)度4.8 mm。

焊接過(guò)程中攪拌頭傾角設(shè)定為1°，軸肩壓入量約為0.10～0.15 mm(折算為焊接壓力約為10～12 kN)，將旋轉(zhuǎn)速度固定為800 r/min，焊接速度從50 mm/min逐漸增加，直至焊縫出現(xiàn)焊接缺陷或主機(jī)發(fā)生停轉(zhuǎn)。

1.2 性能評(píng)價(jià)

用OLYMPUS光學(xué)顯微鏡下進(jìn)行典型區(qū)域金相組織和顯微硬度分析，使用SEM掃描電鏡進(jìn)行顯微組織分析，在MTS－810電子拉伸試驗(yàn)機(jī)上按GB/T228.1—2010測(cè)試接頭的拉伸性能。

2 結(jié)果與分析

2.1 焊縫成形

2.1.1 焊接參數(shù)對(duì)焊縫成形特征的影響

圖3是旋轉(zhuǎn)速度為800 r/min，不同焊接速度下靜止軸肩攪拌摩擦焊縫形貌。

從圖中可以看出:當(dāng)焊接速度為200 mm/min時(shí)，焊縫表面光滑且與母材分界處無(wú)明顯臺(tái)階，即焊縫幾乎不存在減薄現(xiàn)象;在焊縫兩側(cè)存在少量飛邊，但其與 C－FSW焊縫的飛邊形貌截然不同［圖3(a)］。前者呈片狀，無(wú)可塑性變形特征，這是由于焊接過(guò)程產(chǎn)熱較小，焊接件受焊接熱影響較小，且靜止軸肩壓入焊接件的深度較小，而C－FSW焊縫的飛邊是軸肩壓入焊縫導(dǎo)致封閉擠壓模內(nèi)的塑性金屬外溢造成的。

當(dāng)焊接速度增至300 mm/min時(shí)，在焊縫表面的前進(jìn)側(cè)出現(xiàn)斷續(xù)的溝槽缺陷［圖3(b)］，這主要是由于產(chǎn)熱量過(guò)低而導(dǎo)致封閉擠壓模(圖1)內(nèi)的塑性金屬流動(dòng)不充分造成的。

當(dāng)焊接速度達(dá)到400 mm/min時(shí)，焊縫長(zhǎng)度達(dá)到70 mm時(shí)停止焊接，攪拌針有明顯的氧化痕跡，并伴隨有顯著的變形［圖3(c)］，其變形方向與焊接方向相反。這主要是由于焊接扭矩過(guò)大、焊接過(guò)程中的前進(jìn)抗力過(guò)大造成。

2.2.2 焊縫成形特征

理論上講，SSFSW焊接過(guò)程中旋轉(zhuǎn)攪拌針與試樣表面的相互作用時(shí)刻會(huì)產(chǎn)生表面魚鱗紋，魚鱗紋直徑與旋轉(zhuǎn)攪拌針的光滑圓柱段直徑相當(dāng)，但隨著靜止軸肩的同步跟進(jìn)，在滑動(dòng)摩擦和頂鍛力作用下試樣表面還處于塑性狀態(tài)的魚鱗紋會(huì)瞬間消失，變?yōu)楣饣瑺顟B(tài)。SSFSW焊接過(guò)程中會(huì)形成一個(gè)較小的封閉擠壓模，而靜止軸肩對(duì)提供頂鍛、擠壓作用力、拘束塑性金屬及保持封閉擠壓模的完整性具有非常重要的作用。在較小的焊接速度范圍內(nèi)(50～200 mm/min)，焊接熱輸入較大，塑性金屬量較大、流動(dòng)也較為充分，在較小的焊接壓力或壓入量時(shí)，即可形成表面無(wú)缺陷、內(nèi)部質(zhì)量良好的焊縫。而當(dāng)焊接速度較大時(shí)，焊接熱輸入較小，封閉擠壓模內(nèi)的塑性金屬流動(dòng)不充分，易在焊縫前進(jìn)側(cè)產(chǎn)生孔洞、溝槽缺陷，而通過(guò)適當(dāng)增加軸肩下壓量，可在一定程度上促進(jìn)塑性金屬回填，消除焊接缺陷。

與C－FSW類似，SSFSW焊接時(shí)也存在軸向頂鍛力和焊接方向的前進(jìn)抗力(圖4)，但存在差異。靜止軸肩與旋轉(zhuǎn)攪拌針施加于試樣表面的頂鍛力約為10～12 kN，靜止軸肩的前進(jìn)抗力主要來(lái)自于與試樣表面的滑動(dòng)摩擦力Ff，滑動(dòng)摩擦因數(shù)μ約為0.61，故滑動(dòng)摩擦力約為7.32 kN;而攪拌針的前進(jìn)抗力與熱輸入呈反比關(guān)系，熱輸入越小，前進(jìn)抗力越大。當(dāng)熱輸入較大時(shí)，攪拌針的前進(jìn)抗力低于Ff，焊接過(guò)程中攪拌針與軸肩不會(huì)發(fā)生摩擦接觸，不會(huì)使攪拌針受到損傷破壞;而當(dāng)熱輸入較小時(shí)，攪拌針的前進(jìn)抗力則大于Ff，會(huì)發(fā)生與焊接方向相反的變形，甚至?xí)c靜止軸肩后側(cè)發(fā)生滑動(dòng)摩擦接觸，導(dǎo)致攪拌針彎曲變形、高溫氧化等，如圖3(c)所示。

2.3 焊接頭宏觀與微觀組織形貌

2.3.1 宏觀形貌

圖5為不同焊接速度條件下的靜止軸肩攪拌摩擦焊接頭橫截面宏觀形貌圖。

從圖中可以看出:無(wú)缺陷的焊接接頭中焊核的宏觀形貌呈典型的“碗狀”，即上寬、下窄，這一方面是由旋轉(zhuǎn)攪拌針的圓錐螺紋結(jié)構(gòu)決定的，另一方面，也與焊接時(shí)的散熱狀態(tài)有關(guān)系，即靜止軸肩散熱較慢，而背部焊接墊板的散熱較快。接頭焊核區(qū)正面與母材表面平整光滑，無(wú)焊縫減薄現(xiàn)象，焊接過(guò)程中軸肩未壓入焊縫，主要作為封閉擠壓模的組成部分來(lái)頂鍛、擠壓塑性金屬。

SSFSW焊接接頭的碗狀焊核體積較小，塑性金屬總量也較小，但在接頭焊核內(nèi)部依舊可觀察到明顯的“洋蔥環(huán)”結(jié)構(gòu)特征。這說(shuō)明在較小的封閉擠壓模內(nèi)，由攪拌針旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)的塑性金屬運(yùn)動(dòng)規(guī)律與CFSW是相同的。

隨著焊接速度的增加，接頭形貌及體積也呈現(xiàn)一定的規(guī)律性。首先，在接頭厚度方向的中心，使用電子顯微測(cè)距測(cè)量得到接頭兩側(cè)熱機(jī)影響區(qū)的間距依次為 8.268、7.543、7.276、6.961、6.835 mm，隨著焊接速度的增加，熱輸入下降，接頭寬度也逐漸下降。其次，當(dāng)焊接速度較小時(shí)，熱輸入較大，接頭兩側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)的分界線均非常明顯，但兩者不對(duì)稱，主要表現(xiàn)為:前進(jìn)側(cè)分界線逐漸向外擴(kuò)展，而靠近焊縫上部的后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)逐漸向焊核內(nèi)部楔入［圖5(a)和(b)］;而當(dāng)焊接速度提高時(shí)，熱輸入逐漸下降，前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核的分界線較為清晰，位于后退側(cè)的分界線也表現(xiàn)出向外擴(kuò)展的趨勢(shì)，且兩側(cè)熱機(jī)影響區(qū)輪廓以接頭寬度中心展現(xiàn)出較好的對(duì)稱性［圖5(c)、(d)和(e)］;焊接速度為300 mm/min時(shí)［圖5(f)］，在前進(jìn)側(cè)上方存在溝槽缺陷，且接頭從“碗狀”變?yōu)榱恕把臓睢薄?/p>

2.3.2 微觀組織形貌

靜止軸肩攪拌摩擦焊接頭由母材區(qū)［圖6(a)］、熱影響區(qū)(HAZ)、熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)、焊核區(qū)(NZ)及軸肩影響區(qū)(SAZ)組成。可以看出:熱影響區(qū)［圖6(b)］的組織形貌、晶粒尺寸與母材區(qū)非常相似，焊接過(guò)程中并沒(méi)有受到顯著的熱影響。熱機(jī)影響區(qū)的組織發(fā)生了劇烈的塑性變形，并且發(fā)生了向上的彎曲變形［圖6(c)、(d)］。但從圖中可以發(fā)現(xiàn):熱機(jī)影響區(qū)的范圍非常窄，且與C－FSW接頭相比，其塑性變形程度及彎曲程度均較小，這主要受狹小封閉擠壓模內(nèi)塑性金屬在垂直方向上的運(yùn)動(dòng)影響;焊核區(qū)由細(xì)小的、發(fā)生回復(fù)再結(jié)晶的等軸晶晶粒組成，晶粒尺寸僅為5～10μm［圖6(e)］。

和有關(guān)靜止軸肩攪拌摩擦焊的諸多報(bào)道不同的是，本文的靜止軸肩攪拌摩擦焊接頭中軸肩影響區(qū)微觀組織特征明顯［圖6(f)］。在接頭的軸肩影響區(qū)，即接頭表面，存在一層致密、細(xì)小、約為數(shù)十微米厚，且與母材的板條狀晶粒、焊核區(qū)的等軸晶晶粒截然不同的組織。

2.4 焊接頭橫截面顯微硬度

圖7為不同焊接速度下靜止軸肩攪拌摩擦焊接頭的顯微硬度分布。

可以看出:靜止軸肩攪拌摩擦焊接頭顯微硬度分布呈現(xiàn)出獨(dú)特的“∪”形，即接頭焊核區(qū)的顯微硬度最低，兩側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)的交界處為顯微硬度分布曲線轉(zhuǎn)折點(diǎn)。從轉(zhuǎn)折點(diǎn)開(kāi)始，隨著與焊縫中心距離增大，顯微硬度逐漸升高。當(dāng)焊接速度較低時(shí)(即熱輸入較大)，后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)轉(zhuǎn)折點(diǎn)附近的顯微硬度略低于前進(jìn)側(cè);而當(dāng)焊接速度增加至200～250 mm/min時(shí)，兩側(cè)幾乎無(wú)明顯差異。隨著焊接速度增大，接頭的顯微硬度呈現(xiàn)出升高的趨勢(shì)，其中，前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)的增加趨勢(shì)最為明顯，焊核區(qū)次之，后退側(cè)無(wú)顯著差異。和C－FSW接頭典型的“W”形顯微硬度分布趨勢(shì)相比，SSFSW的顯微硬度分布趨勢(shì)發(fā)生了顯著的變化，尤其是在熱機(jī)影響區(qū)，其不再是整個(gè)接頭中的最低處。2219C10S鋁合金為熱處理強(qiáng)化鋁合金，時(shí)效熱處理后的強(qiáng)化相增強(qiáng)作用是母材呈現(xiàn)出高強(qiáng)度的原因所在。而靜止軸肩攪拌摩擦焊接過(guò)程導(dǎo)致焊接接頭兩側(cè)熱影響區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)發(fā)生過(guò)時(shí)效，強(qiáng)化相脫溶長(zhǎng)大，從而導(dǎo)致接頭軟化。

2.5 焊接速度對(duì)接頭拉伸性能的影響

圖8為不同焊接速度條件下獲得的接頭拉伸強(qiáng)度曲線，可以看出，隨著焊接速度的增加，熱輸入逐漸減小，接頭軟化程度也在逐漸減小，因而接頭抗拉強(qiáng)度σb和延伸率δ逐漸升高，當(dāng)焊接速度達(dá)到250 mm/min時(shí)，接頭性能達(dá)到最優(yōu)值(σb=345～350 MPa，δ=6%～6.5%)。而當(dāng)焊接速度高于 300 mm/min時(shí)，由于在接頭中出現(xiàn)溝槽缺陷，接頭拉伸性能急劇降低。

圖9為不同焊接速度下接頭的典型拉伸斷裂位置。

可以看出，當(dāng)焊接速度較低時(shí)(50～150 mm/min)，由于接頭顯微硬度最低值位于后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)的交界處，因此，接頭斷裂面平行于“后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)的界面”，呈現(xiàn)出后退側(cè)向外45°［圖9(a)］;而當(dāng)焊接速度較大(200～250 mm/min)，接頭呈現(xiàn)出兩種典型的斷裂面:(1)從“接頭底部焊核區(qū)與后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)的交界點(diǎn)”向焊核內(nèi)部擴(kuò)展［圖9(b)］;(2)從“接頭底部焊核區(qū)與前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)的交界點(diǎn)”向焊核內(nèi)部擴(kuò)展［圖9(c)］，斷裂面與拉伸施力方向均為45°，兩種斷裂方式出現(xiàn)的概率各占50%。

3 結(jié)論

(1)相對(duì)常規(guī)攪拌摩擦焊，由于靜止軸肩式攪拌頭的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，焊接過(guò)程中會(huì)形成一個(gè)較小的封閉擠壓模。在較小的焊接速度時(shí)，熱輸入較大，可形成表面無(wú)缺陷、內(nèi)部質(zhì)量良好的焊縫;當(dāng)焊接速度較大時(shí)，熱輸入較小，通過(guò)適當(dāng)增加軸肩下壓量，可在一定程度上促進(jìn)塑性金屬回填，消除焊接缺陷。

(2)焊接接頭由母材區(qū)、熱影響區(qū)(HAZ)、熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)、焊核區(qū)(NZ)及軸肩影響區(qū)(SAZ)組成;其中，軸肩影響區(qū)是在接頭表面的一層致密、細(xì)小、約為數(shù)十微米厚，且與母材的板條狀晶粒、焊核區(qū)的等軸晶晶粒截然不同的組織。

(3)不同于常規(guī)攪拌摩擦焊接，在一定的轉(zhuǎn)速下，靜止軸肩攪拌摩擦焊接頭顯微硬度分布呈現(xiàn)出獨(dú)特的“∪”形，接頭焊核區(qū)的顯微硬度最低，兩側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)的交界處為轉(zhuǎn)折點(diǎn);隨著焊接速度增大，接頭的顯微硬度呈現(xiàn)出升高的趨勢(shì)。

(4)當(dāng)焊接速度≤250 mm/min時(shí)，隨著焊接速度的增加，接頭拉伸性能升高，而當(dāng)焊接速度≥300 mm/min時(shí)，由于出現(xiàn)溝槽缺陷接頭拉伸性能急劇降低;不同的焊接速度條件下，接頭的拉伸斷裂路徑變化明顯:當(dāng)焊接速度較低時(shí)，接頭斷裂面平行于“后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)的界面”，呈現(xiàn)出后退側(cè)向外45°;而焊接速度較大時(shí)，呈現(xiàn)出兩種斷裂面:(1)從“接頭底部焊核區(qū)與后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)的交界點(diǎn)”向焊核內(nèi)部擴(kuò)展;(2)從“接頭底部焊核區(qū)與前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)的交界點(diǎn)”向焊核內(nèi)部擴(kuò)展，出現(xiàn)的概率各占50%。

［1］劉會(huì)杰，李金全，段衛(wèi)軍.靜止軸肩攪拌摩擦焊的研究進(jìn)展［J］.焊接學(xué)報(bào)，2012，33(5):108－112.

［2］WIDENER CA，TALIA JE，TWEEDY B M，et al.High－ rotational speed friction stir welding with a fixed shoulder［C］.6thInternational Symposium on Friction Stir Welding，Montreal，Canada，2006:10－13.

［3］WYNNE B P，THREADGILL P L，DAVIESP S.Microstructure and texture in static shoulder friction stir welds of Ti－6Al－4V［C］.7th International Friction Stir Welding Symposium，Awaji Island，Japan，2008:20－22.

［4］王大勇，馮吉才.攪拌摩擦焊焊縫表面弧形紋形成模型［J］.焊接學(xué)報(bào)，2003，24(5):42－45.

［5］LI JQ，LIUH J.Effects of tool rotation speed on microstructures and mechanical properties of AA2219－T6 welded by the external non－rotational shoulder assisted friction stir welding［J］.Materials and Design，2013，43:299－306.